1270

применяемые, главным образом, для рабочих и сопловых лопаток турбин. Рабочая температура этих материалов самая высокая и дос-

тигает 1 073…1 423 К.

Химический состав исследуемых в работе сталей и сплавов приведен в табл. 5 согласно фактическому состоянию материалов по сертификатам, полученным на ОАО «Пермский моторный завод», после проверки их соответствия на образцах в центральной заводской лаборатории.

Химический состав нержавеющих хромистых жаропрочных сталей первой группы характеризуется повышенным содержанием хрома от 10 до 16 %, что обеспечивает высокую жаростойкость и жаропрочность при длительной эксплуатации при повышенных температурах в условиях контакта с кислородом и азотом воздуха.

Наличие углерода в составе сталей от 0,10 до 0,36 % обеспечивает высокую твердость и прочность, т.к. влияет на фазовые превращения и образует карбиды с вольфрамом, молибденом, ниобием. Растворяются такие карбиды только при температуре 1 423 К. В сталях имеются упрочняющие интерметаллидные фазы типа Fe2Mo, Fe2(Mo,W), называемые фазами Лавеса. Наибольшее применение для деталей компрессора нашли жаропрочные стали мартенситного класса ЭИ961Ш, ЭИ962Ш, ЭИ736Ш, ЭП517Ш, ЭП609Ш, ЭИ268 и Х12НМВФ на основе α-железа. Стали на основе γ-железа типа ЭИ481Ш (аустенитного класса) обладают более высокой жаропрочностью, т.к. содержат больше никеля, марганца, кремния, углерода, поэтому они применяются для деталей турбин. Сталь ЭИ481Ш относится к классу аустенитных сталей с карбидным упрочнением. По своей структуре эта сталь состоит из многокомпонентного аустенита и карбидов хрома Cr23C6, ванадия VC, молибдена Mo2C и пр., которые при старении после закалки выделяются из аустенита в дисперсном виде и упрочняют сталь.

51

В состав титановых сплавов второй группы (см. табл. 5) в качестве основного легирующего элемента входит алюминий (от 3,5 до 7,3 %). Алюминий является основным упрочнителем титановых сплавов (α-стабилизатор). Кроме него вклад в повышение прочности титановых сплавов вносят молибден (0,68…3,50 %), железо (0,05…0,55 %), кремний (0,15…0,39 %) и другие элементы, которые не только упрочняют, но и гетеронизируют структуру сплавов, образуя различные интерметаллические соединения (Ti5Si3, TiMn, TiFe2 и др.). Чистый титан имеет низкую температуру начала рекристаллизации – около 763 К. Введение железа, марганца, ниобия и циркония повышает эту температуру. Легирование титановых сплавов кислородом и азотом повышают жаропрочность и температуру полиморфных превращений (α→β). Рассмотренные в работе титановые сплавы по фазовому составу можно разделить на две подгруппы: однофазные – α-сплавы (ОТ4, ВТ18У, ВТ20) и двухфазные – (α + β)-сплавы (ВТ3-1, ВТ8, ВТ9). Титановые α-сплавы имеют хорошую свариваемость, высокую пластичность, термическую стабильность, максимальное сопротивление ползучести. Поэтому титановые α-сплавы ОТ4, ВТ18У и ВТ20 применяются для сварных колец направляющих аппаратов, в которых прорезаются пазы в форме «ласточкиного хвоста» методом протягивания. Рабочие температуры спла-

ваОТ4 – 623…670 К, ау сплавов ВТ18Уи ВТ20 – 773…873 К.

Титановые (α + β)-сплавы в своей структуре содержат более 2 % стабилизаторов (молибден, кремний и др.). Они обладают меньшей термической стабильностью и жаропрочностью по сравнению с α-сплавами. Титановые сплавы ВТ3-1, ВТ8 и ВТ9 применяются в основном для штампованных лопаток и дисков компрессора, работающих до температур 723…773 °C

Обрабатываемость жаропрочных деформируемых сплавов на никелевой основе (3-я группа) в значительной мере определяется содержанием в их составе титана и алюминия, которые формируют прочностные свойства сплавов при высоких температурах.

54

Титан и алюминий образуют с никелем твердую мелкодисперсную интерметаллидную упрочняющую γ′-фазу Ni3(Ti,Al), которая выделяется в виде твердых частиц, распределяется в сплаве

впроцессе термической обработки (рис. 6) и играет основную роль

вупрочнении жаропрочных сплавов. Повышение суммарного содержания титана с алюминием приводит к значительному увеличению

количества γ′-фазы в сплаве (табл. 6).

Рис. 6. Фотографии микроструктуры жаропрочных деформируемых сплавов

55

Таблица 6

Механические свойства исследуемых жаропрочных сталей и сплавов при нормальной температуре

По характеру упрочняющей γ′-фазы исследуемые жаропрочные сплавы можно разделить на три подгруппы.

Первая подгруппа – сплавы на железоникелевой основе. Упрочнение в этих сплавах происходит в результате выделения интерметаллидной γ′-фазы типа (Ni,Fe)3 (Al,Ti). К ним относятся ВЖ102

иЭИ787-ВД. Легирование этих сплавов титаном, алюминием, бором

имолибденом обеспечивает высокую длительную прочность. Вторая подгруппа – сплавы на никелевой основе с упрочняющей

интерметаллидной γ′-фазой типа Ni3(Al,Ti). К ним относятся из исследуемых ЭИ437БУ-ВД, ЭП742-ПД, ЭИ698-ВД, ВЖ122, ЭП741-НП, ЭК79У-ИД. Эти сплавы обладают более высокой жаропрочностью, чем сплавы на железоникелевой основе, однако содержат меньше легирующих элементов.

К третьей подгруппе относятся жаропрочные сплавы ЭП109ВД и ЭИ867-ВД, в которых отсутствуют легирование титаном и упрочнение происходит в результате выделения γ′-фазы типа Ni3Al. Характерной особенностью сплавов этой группы является пониженное содержание хрома (до 10,2 %), что компенсируется повышенным содержанием алюминия (до 6,1 %), обеспечивающим более высокие характеристики жаропрочности при 1 073 К. Обрабатываемость жаропрочных деформируемых сплавов протягиванием наименее изучена по сравнению с другими материалами. В то же время эти сплавы нашли наибольшее применение для дисков и лопаток не только турбин, но и компрессоров.

Литейные жаропрочные сплавы на никелевой основе (4-я группа обрабатываемости) отличается от деформируемых никелевых сплавов более высокой жаропрочностью при повышенных температурах (1 223…1 273 К). Объясняется это более высоким содержанием кобальта (до 11,5 %) и вольфрама (до 12 %) при высоком содержании алюминия (до 6 %) (см. табл. 5). В результате литейные сплавы имеют более высокое (до 53 %) содержание упрочняющей γ′-фазы. Поэтому эти сплавы применяются в основном для рабочих и сопловых лопаток турбин, работающих при температурах 1 273…1 473 К. Среди литейных сплавов наиболее высокой жаропрочностью обладают новые

57

сплавы ЖС26 и ЖС32, получаемые методом ВСНК – высокоскоростной направленной кристаллизацией. Сплавы ЖС26 и ЖС32 заменяют на новых двигателях сплавы ЖС6К и ЖС6УВИ с обеспечением более высокого ресурса. Для проведения лабораторных исследований процесса протягивания из исследуемых материалов изготавливались прямоугольные образцы 60×80×5 мм и 20×10×5 мм. В производственных условиях исследования проводились непосредственно при обработке деталей газотурбинных двигателей практически из всех материалов, представленных в табл. 5. Термообработка образцов и деталей из обрабатываемых сталей и сплавов проводилась согласно технологии металлургического производства, соответствующей всем техническим требованиям на изготовление деталей ГТД.

Механические свойства обрабатываемых материалов, полученные в результате термической обработки, приведены в табл. 6.

Анализ табл. 6 показывает, что среди исследуемых материалов наибольшей прочностью (до σb = 1 600 МПа) обладают жаропрочные деформируемые сплавы на никелевой основе (III группа). Наиболее пластичные материалы – жаропрочные хромистые стали (I группа), имеющие относительное удлинение до 20 %, относительное сужение до 64 %. Наименьшей ударной вязкостью Qn и пластичностью обладают титановые сплавы (II группа) и литейные жаропрочные сплавы на никелевой основе (IV группа).

2.2. Модернизация протяжного оборудования, разработка конструкций и выбор рациональных марок материалов протяжек для решения задач оптимизации

Экспериментальные исследования проводились в лабораторных и производственных условиях. Для лабораторных исследований спроектирована и изготовлена специальная установка скоростного протягивания модели УСП-1 (рис. 7) с диапазоном скоростей от 1,0…60,0 м/мин и модернизирован вертикально-протяжной станок мод. 7Б74 (рис. 8, а) с диапазоном скоростей 1,5…30,0 м/мин. Протягивались моделированными протяжками образцы из жаропрочных сталей и сплавов.

58

Рис. 7. Принципиальная схема скоростной установки УСП-1

Производственные исследования производились в условиях механических цехов ОАО «Пермский моторный завод» при протягивании конкретных деталей газотурбинных двигателей многосекционными протяжками на модернизированных горизонтально-протяжных станках мод. 7А540 (рис. 8, б) в диапазоне скоростей от 1 до 30 м/мин. Все используемые при исследовании станки имели гидравлический привод. Для обеспечения высоких скоростей резания на установке УСП-1 (рис. 7) установлен гидроусилитель, в котором обеспечивается

59

высокое давление за счет подачи сжатого инертного газа азота, находящегося в специальном баллоне. В установке имеются встроенные тензометрические датчики для замера осевой и радиальной сил резания, а также устройство для мгновенной остановки процесса резания при получении корней стружек.

Для осуществления исследования износа протяжек, силы и температуры резания при протягивании на повышенных скоростях резания разработана и осуществлена модернизация гидропривода применяемых в протяжных станках мод. 7Б74 и 7А540 (рис. 8, а, б). Это оказалось намного дешевле, быстрее и выгоднее (особенно в настоящий момент), чем приобретение новых специальных скоростных станков.

Первоначально было рассмотрено несколько вариантов модернизации протяжных станков. Первый вариант разработан в СКБ ПС (г. Минск). Повышение рабочих скоростей протягивания достигается путем установки дополнительного гидронасоса. При такой модернизации сохраняется тяговое усилие, однако конструкция гидропривода усложняется в два раза, значительно увеличиваются габариты станка, усложняется настройка, регулировка и ремонт гидропривода.

Второй вариант модернизации разработан на Запорожском моторостроительном заводе. Увеличение скоростей протягивания достигается путем изготовления нового штока главного гидроцилиндра с увеличенным в 1,5 раза диаметром при сохранении размеров гидроцилиндра. Недостатком данной схемы модернизации является неустойчивая работа гидропривода из-за повышенных кавитационных явлений в гидросистеме в момент рабочего хода протяжки.

Наиболее приемлемым вариантом оказалась схема модернизации за счет изготовления нового гидроцилиндра с меньшим внутренним диаметром Дц и нового поршня с уменьшенным диаметром и с прежним диаметром штока Дш (рис. 9). Конструктивные особенности модернизированных протяжных станков приведены в табл. 7.

60